Xác định cường độ chống cắt của đất không bão hòa bằng thí nghiệm cắt trực tiếp

XÁC ĐỊNH CƯỜNG ĐỘ CHỐNG CẮT CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA<br /> BẰNG THÍ NGHIỆM CẮT TRỰC TIẾP<br /> Nguyễn Thị Ngọc Hương1, Trịnh Minh Thụ1<br /> <br /> Tóm tắt: Cường độ chống cắt của đất không bão hòa có ảnh hưởng rất lớn đến trạng thái ổn định của<br /> công trình đất. Khi đất càng không bão hòa với lực hút dính càng tăng thì cường độ chống cắt của đất tăng<br /> lên dẫn đến tăng hệ số an toàn ổn định của khối đất. Việc nghiên cứu xác định thông số cường độ chống cắt<br /> đất không bão hòa có ý nghĩa quan trọng và cần thiết. Bài báo này trình bày phương pháp xác định cường<br /> độ chống cắt của một số đất không bão hòa tại Việt Nam bằng thí nghiệm cắt trực tiếp. Kết quả nghiên cứu<br /> cho thấy khi mẫu đất chuyển từ trạng thái bão hòa sang trạng thái không bão hòa, lực hút dính trong mẫu<br /> tăng, góc ma sát trong ’ gần như không thay đổi nhưng lực dính của mẫu tăng lên. Góc b = ’ khi lực hút<br /> dính bằng không, sau đó b giảm dần. Cường độ chống cắt trong mẫu tăng khi lực hút dính tăng làm tăng hệ<br /> số an toàn ổn định của đập đất.<br /> Từ khóa: Cường độ chống cắt, đất không bão hòa, thí nghiệm cắt trực tiếp, lực hút dính, SWCC.<br /> <br /> 1. Giới thiệu chung hoại.<br /> Đất ở trạng thái không bão hòa chiếm diện tích Cường độ chống cắt của đất không bão hòa có<br /> khá lớn trên bề mặt trái đất. Đất không bão hòa thể được xác định trực tiếp bằng phương pháp thực<br /> thường có các đặc tính về ứng suất - biến dạng, biến nghiệm trong phòng thí nghiệm. Bài báo trình bày<br /> thiên áp lực nước lỗ rỗng, cường độ chống cắt, tính phương pháp xác định cường độ chống cắt của đất<br /> thấm... không tuân theo các lý thuyết của cơ học đất không bão hòa bằng thí nghiệm cắt trực tiếp. Các<br /> bão hòa. thiết bị thí nghiệm cần thiết được sử dụng trong<br /> Theo Fredlund và nnk. (1978), phương trình nghiên cứu này là thiết bị buồng áp lực để tạo lực<br /> cường độ chống cắt của đất không bão hòa có thể hút dính trong mẫu và thiết bị cắt trực tiếp để xác<br /> được lập theo hai biến trạng thái ứng suất (-ua) và định cường độ chống cắt của các mẫu đất ứng với<br /> (ua-uw) như sau: các lực hút dính khác nhau. Nghiên cứu được thực<br />  ff  c '  f  u a  tan  ' u a  u w  f tan  b (1)<br /> f<br /> hiện trong phòng thí nghiệm Địa Kỹ Thuật trường<br /> Đại học Thủy lợi.<br /> trong đó:<br /> ff - ứng suất cắt trên mặt trượt ở trạng thái phá 2. Đặc trưng của đất dùng trong thí nghiệm<br /> Loại đất thứ nhất dùng trong nghiên cứu thuộc<br /> hoại,<br /> mỏ vật liệu đất đắp đập dâng nước nằm trong hệ<br /> c’ - lực dính hiệu quả từ đường bao phá hoại<br /> thống công trình đầu mối hồ chứa nước Sông Sắt<br /> Mohr-Coulomb “kéo dài” trên trục ứng suất cắt khi<br /> nằm trên địa phận xã Phước Thắng, huyện Bác Ái,<br /> ứng suất pháp thực và lực hút dính bằng không,<br /> tỉnh Ninh Thuận. Đất này thuộc loại sét pha nhẹ,<br /> uaf - áp lực khí lỗ rỗng ở trạng thái phá hoại,<br /> mầu xám vàng nhạt, xám xanh, dẻo mềm, chứa<br /> uwf - áp lực nước lỗ rỗng ở trạng thái phá hoại,<br /> nhiều sỏi sạn, cát hạt vừa, lẫn hòn mảnh vụn phong<br /> (f-ua)f - ứng suất pháp thực trên mặt trượt ở<br /> hóa nhỏ. Loại đất thứ hai dùng trong nghiên cứu là<br /> trạng thái phá hoại,<br /> mỏ vật liệu đất đắp thuộc khu vực hồ chứa nước Khe<br /> (ua-uw)f - lực hút dính ở trạng thái phá hoại,<br /> Cát nằm trên thượng nguồn suối Khe Cát, thuộc xã<br /> ’ - góc ma sát trong ứng với ứng suất pháp thực<br /> Hải Lạng, huyện Tiên Yên, tỉnh Quảng Ninh. Đất<br /> (f-ua)f,<br /> thuộc loại sét pha màu nâu xám, nâu vàng.<br /> b - góc ma sát biểu kiến biểu thị độ dốc của<br /> Tính chất cơ bản của đất được xác định theo qui<br /> đường quan hệ lượng tăng ứng suất cắt và lực hút<br /> trình thí nghiệm TCVN (1995) được nêu trong bảng 1.<br /> dính (ua-uw)f giả thiết là tuyến tính, ở trạng thái phá<br /> <br /> <br /> <br /> 1<br /> Đại học Thủy lợi<br /> <br /> <br /> 94 KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 42 (9/2013)<br />  Bảng 1. Tính chất cơ lý của mẫu đất dùng trong 3.Quy trình và thao tác thí nghiệm<br /> nghiên cứu 3.1. Quy trình chuyển các mẫu đất đến các lực<br /> Các chỉ tiêu Ký Đơn Vật liệu Vật liệu hút dính khác nhau<br /> hiệu vị Sông sắt Khe cát Thiết bị thí nghiệm xác định đường cong đặc<br /> Tỷ trọng Gs 2,725 2,71<br /> trưng đất - nước (SWCC) là bình chiết tấm gốm 5<br /> Giới hạn chảy Wl % 23,83 52,6<br /> Giới hạn dẻo Wp % 13,20 34,47 bar như mô tả trong hình 1. Phương pháp thí nghiệm<br /> Chỉ số dẻo Ip % 10,62 18,13 được lựa chọn theo phương pháp B và C trong tiêu<br /> Khối lượng đơn vị 3 chuẩn thí nghiệm ASTM (2002) và được tiến hành<br /> dmax t/m 2,024 1,55<br /> khô lớn nhất tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật – Trường Đại học<br /> Độ ẩm tốt nhất Wopt % 11,06 24,5 Thủy lợi.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Đường<br /> khí vào<br /> Đồng hồ đo<br /> áp lực khí<br /> (a)<br /> <br /> Đường<br /> nước ra<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Đĩa gốm (b) Mẫu đất thí nghiệm<br /> Hình 1. Thiết bị bình chiết tấm áp suất<br /> 3.1.1. Chuẩn bị mẫu 3.1.2. Bão hoà mẫu và đĩa gốm<br /> Nhằm kết hợp thí nghiệm xác định SWCC với thí Các mẫu đất được bão hoà nhằm đưa chúng đồng<br /> nghiệm cắt trực tiếp các mẫu không bão hòa ứng với nhất về độ ẩm hay độ bão hoà. Các mẫu đất cùng dao<br /> các lực hút dính khác nhau, ta tiến hành chế bị 12 vòng chứa nó được lắp vào các máy nén một trục, trên<br /> mẫu đất theo phương pháp đầm nén. Khối lượng đất và dưới mẫu đất lần lượt đặt giấy lọc và đá thấm. Đổ<br /> và nước được tính toán để chế bị ra các mẫu có khối nước dần vào hộp nén đến khi ngập mẫu để mẫu đất bão<br /> lượng đơn vị khô bằng 95 % khối lượng đơn vị khô hoà từ từ. Để mẫu đất không bị trương nở, nén lên mẫu<br /> lớn nhất và độ ẩm là độ ẩm tốt nhất. Mẫu đất chế bị một tải trọng tạo áp lực 0,1 kG/cm2. Quá trình bão hoà<br /> có chiều dày 20 mm, đường kính 62 mm, thể tích 60 mẫu kéo dài khoảng 48 giờ.<br /> cm3. Mỗi mẫu được đầm nén tĩnh với 2 lớp, chiều Bão hòa đĩa gốm nhằm mục đích tạo mặt căng để<br /> dày mỗi lớp là 10 mm. Tính chất cơ lý của mẫu đất ngăn cách pha khí và pha nước. Cho nước vào đầy<br /> chế bị được thống kê trong bảng 2. buồng bên dưới đĩa qua ống dẫn và đẩy hết bọt khí<br /> trong buồng ra ngoài. Đặt đĩa vào một khay inox to,<br /> Bảng 2. Tính chất cơ lý của mẫu đất chế bị<br /> đổ nước vào khay sao cho ngập trên mặt đĩa, ngâm<br /> Các chỉ tiêu<br /> Ký Đơn Vật liệu Vật liệu đĩa trong nước 2 - 3 ngày đến khi đĩa gốm bão hòa.<br /> hiệu vị Sông sắt Khe cát Đĩa được làm bão hoà nước và luôn tiếp xúc với nư-<br /> Độ ẩm chế bị Wcb % 11,06 24,5 ớc trong buồng bên dưới đĩa. Buồng được duy trì áp<br /> Khối lượng đơn 3 lực nước bằng không (uw = 0) bằng cách mở đường<br /> cb g/cm 2,136 1,83<br /> vị ướt chế bị<br /> nước thoát ra ngoài không khí.<br /> Khối lượng đơn 3<br /> vị khô chế bị<br /> dcb g/cm 1,923 1,47 3.1.3. Giai đoạn cân bằng độ hút dính và các<br /> Hệ số thấm khi cấp áp lực<br /> ks m/s 1,6.10-7 1,9.10-8 Trong thí nghiệm này, các mẫu đất chịu các áp<br /> bão hoà<br /> <br /> <br /> KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 42 (9/2013) 95<br /> lực khí bên ngoài khác nhau. Áp lực khí lỗ rỗng ua Sau đó tác dụng lực ngang lên mẫu tăng dần đến khi<br /> sẽ bằng áp lực khí tác dụng ngoài. Áp lực nước lỗ mẫu bị phá hoại.<br /> rỗng uw được giữ không đổi bằng 0 kPa. Kết quả là Thí nghiệm được tiến hành với tốc độ cắt chậm<br /> lực hút dính của đất sẽ thay đổi theo sự thay đổi của để đảm bảo áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình cắt<br /> áp lực khí tác dụng ngoài. Các cấp lực hút dính được hầu như không đổi. Trong nghiên cứu này, tác giả<br /> tác dụng lên các mẫu thí nghiệm đầm nén trong chọn tốc độ cắt là 0,02 mm/phút. Việc cắt kết thúc<br /> nghiên cứu này lần lượt là 10 kPa, 20 kPa, 50 kPa, khi sức kháng ứng suất cắt đạt giá trị đỉnh (mẫu bị<br /> 100 kPa, 200 kPa và 400 kPa. phá hoại theo mặt phẳng là mặt tiếp giáp giữa hai<br /> Đặt mẫu đất đã được làm bão hoà hoàn toàn (ua = 0 thớt cắt). Tại thời điểm mẫu bị phá hoại, ứng suất cắt<br /> kPa) vào trong buồng áp lực khí cao. Mở đường nước đạt giá trị lớn nhất max: max = Rmax.Cr, trong đó:<br /> thoát ra ngoài không khí (uw = 0 kPa). Lực hút dính Rmax là số đọc lớn nhất trên đồng hồ đo biến dạng<br /> ban đầu trong mẫu bằng 0 (ua - uw = 0 kPa). Tăng áp của vòng ứng biến (vạch); Cr là hệ số hiệu chỉnh<br /> lực khí trong buồng lên 10 kPa (ua = 10 kPa). Khi đó vòng ứng biến, Cr = 0,0185 kG/cm2.vạch.<br /> giá trị lực hút dính chính là giá trị áp lực khí trong Các thí nghiệm cắt trực tiếp được thực hiện tại<br /> buồng: Lực hút dính = ua - uw = ua = 10 kPa các lực hút dính khác nhau và các áp lực thẳng đứng<br /> Do lực hút dính trong mẫu tăng lên nên nước khác nhau để nghiên cứu mặt bao phá hoại cho đất<br /> trong lỗ rỗng sẽ thoát ra ngoài qua đĩa gốm tiếp nhận không bão hòa. Các lực hút dính ban đầu được lựa<br /> khí áp cao. Trọng lượng mẫu được ghi lại sau mỗi chọn cho chương trình thí nghiệm là: 20 kPa, 50<br /> bước thời gian khoảng 24 giờ cho đến khi trọng kPa, 100 kPa và 200 kPa. Các áp lực thẳng đứng<br /> lượng mẫu đạt tới giá trị ổn định. Lặp lại các thao được lựa chọn dựa vào khả năng chịu lực của thiết bị<br /> tác trên cho mỗi bước tăng giá trị lực hút dính lên 20 và tính chất của đất thí nghiệm là: 100 kPa, 200 kPa<br /> kPa, 50 kPa, 100 kPa, 200 kPa và 400 kPa. và 300 kPa.<br /> 3.2. Qui trình thí nghiệm cắt mẫu đất không 4. Kết quả thí nghiệm<br /> bão hòa 4.1. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén Khe<br /> Thí nghiệm cắt trực tiếp được thực hiện trên thiết bị Cát<br /> cắt trực tiếp kiểu ứng biến như trong hình dưới đây: Kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp của mẫu đầm<br /> nén Khe Cát ứng với các giá trị lực hút dính khác<br /> nhau được trình bày trong hình 3. Hình vẽ mô tả mặt<br /> bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho mẫu đầm<br /> nén Khe Cát.<br /> a)<br />  (kPa)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> ( kP<br /> w)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> (ua - uw) = 200 kPa<br /> -u<br /> (ua<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> (ua - uw) = 100 kPa<br /> <br /> <br /> (u a - u w) = 50 kPa<br /> Hình 2. Thiết bị cắt trực tiếp trong phòng thí nghiệm (ua - uw) = 20 kPa<br /> Địa Kỹ Thuật, trường Đại học Thủy lợi 23°<br /> <br /> <br /> <br /> (ua - uw) = 0 kPa<br /> Sau khi kết thúc giai đoạn cân bằng lực hút dính<br /> ứng với mỗi cấp lực hút dính trong thí nghiệm xác<br /> định đường cong đặc trưng đất-nước (SWCC), lần<br /> c' = 34 kPa<br /> lượt cắt trực tiếp ba mẫu đất ứng với ba cấp áp lực 0 100 200 300 ( - ua) (kPa)<br /> thẳng đứng tương ứng là 100 kPa, 200 kPa và 300 Hình 3. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở<br /> kPa. Các mẫu đất được lấy ra khỏi bình áp lực và rộng cho mẫu đầm nén Khe Cát<br /> đem cắt ngay để đảm bảo độ ẩm ban đầu trước khi<br /> Trên hình 3, ta thấy: đất thí nghiệm có góc ma sát<br /> cắt biến đổi ít. Lắp mẫu đất vào hộp cắt, đặt hộp cắt<br /> trong ’ = 230 và lực dính đơn vị c’ = 34 kPa. Khi<br /> lên máy cắt, điều chỉnh cho hệ thống máy cắt tiếp<br /> xúc chặt chẽ với nhau, đặt hệ thống khung gia tải lên lực hút dính tăng, góc ma sát gần như không thay<br /> trên hộp cắt, điều chỉnh các đồng hồ đo biến dạng về đổi (’  230) nhưng lực dính của mẫu đất tăng dẫn<br /> vị trí ban đầu. Gia tải lực thẳng đứng lên mẫu đất. đến cường độ chống cắt tăng lên.<br /> <br /> <br /> 96 KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 42 (9/2013)<br />  Giao tuyến của mặt bao phá hoại với mặt phẳng  Mặt khác, thông qua hình vẽ 5, ta cũng thấy<br /> ~ ( - ua) được trình bày trên hình 4. cường độ chống cắt của đất tăng khi lực hút dính<br /> 400<br /> tăng. Ở thời điểm ban đầu khi đất còn bão hòa, các<br /> ua - uw = 0 kPa<br /> ua - uw = 20 kPa<br /> giá trị áp lực nước lỗ rỗng âm có ảnh hưởng trên<br /> (kPa)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> ua - uw = 50 kPa toàn thể tích lỗ rỗng với sự tăng của cường độ chống<br /> 300 ua - uw = 100 kPa<br /> cắt được biểu thị bởi giá trị  b bằng với giá trị  ' .<br /> f<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> ua - uw = 200 kPa<br /> Cường độ chống cắt,<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 200<br /> Khi giá trị lực hút dính vượt quá giá trị khí vào (40<br /> kPa), đất sẽ mất tính bão hòa và thể tích lỗ rỗng<br /> 100<br /> chứa nước giảm xuống. Khi đó, tính hiệu quả của<br /> lực hút dính trong việc làm tăng cường độ chống cắt<br /> cũng giảm đi (b giảm). Tại ứng suất pháp thực bằng<br /> 0<br /> 0 100 200 300 400 0 kPa, cường độ chống cắt của mẫu thí nghiệm tăng<br /> Ứng suất pháp thực, ( - ua) (kPa) từ 34 kPa đến 102,33 kPa khi lực hút dính tăng từ 0<br /> Hình 4. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng kPa đến 200 kPa, góc b giảm từ giá trị b = ’ = 23º<br /> suất pháp thực của mẫu đầm nén Khe Cát ứng với ứng với lực hút dính bằng 0 kPa xuống đến giá trị b<br /> các lực hút dính khác nhau = 8º ứng với lực hút dính bằng 200 kPa (hình 3).<br /> Quan hệ trên hình 4 cho thấy cường độ chống cắt 4.2. Kết quả thí nghiệm cho mẫu đầm nén<br /> của mẫu tăng khi ứng suất pháp thực tăng. Tại một Sông Sắt<br /> ứng suất pháp thực xác định, cường độ chống cắt Kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp của mẫu đầm<br /> tăng khi lực hút dính tăng. Với ứng suất pháp thực nén Sông Sắt ứng với các giá trị lực hút dính khác<br /> bằng 0 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất là 34 kPa nhau được mô tả trong hình 6. Hình vẽ thể hiện mặt<br /> tại lực hút dính bằng 0 kPa, lớn nhất là 102,33 kPa bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho mẫu đầm<br /> tại lực hút dính bằng 200 kPa. Với ứng suất pháp nén Sông Sắt.<br /> <br /> a)<br />  (kPa)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> thực bằng 300 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất đạt (ua - uw) = 200 kPa<br /> (k P<br /> w)<br /> b 0<br /> 162,8 kPa tại lực hút dính bằng 0 kPa, lớn nhất đạt  =7<br /> -u<br /> (ua<br /> <br /> <br /> <br /> 257,2 kPa tại lực hút dính bằng 200 kPa. Các kết quả<br /> thí nghiệm cho thấy các đường bao phá hoại hầu như<br /> (ua - uw) = 100 kPa<br /> là các đường thẳng tịnh tiến hướng lên song song,<br /> thể hiện rằng lượng tăng cường độ chống cắt là do<br /> (ua - uw) = 50 kPa<br /> lực hút dính của đất tăng.<br /> Hình 5 trình bày giao tuyến của mặt bao phá hoại (ua - uw) = 20 kPa<br /> 13°<br /> Mohr-Coulomb mở rộng với mặt phẳng  ~ (ua – uw)<br /> tại ứng suất pháp thực bằng 0 kPa. Nhìn trên hình 5, (ua - uw) = 0 kPa<br /> c' = 13 kPa<br /> ta thấy quan hệ giữa ứng suất cắt và lực hút dính là<br /> 0 100 200 300 ( - ua) (kPa)<br /> quan hệ phi tuyến.<br /> 300<br /> Hình 6. Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở<br /> rộng cho mẫu đầm nén Sông sắt<br /> (kPa)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Mặt bao phá hoại Mohr-Coulomb mở rộng cho<br /> f<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 200 mẫu đầm nén Sông Sắt trên hình 6 cho thấy đất thí<br /> Cường độ chống cắt,<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> nghiệm có góc ma sát trong ’ = 130 và lực dính đơn vị<br /> c’ = 13 kPa. Khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị khí vào<br /> 100<br /> tới hạn thì góc b = ’. Lực hút dính tăng, góc ma sát<br /> gần như không thay đổi (’  130) nhưng cường độ<br /> 0 chống cắt của mẫu tăng lên, đồng thời góc b giảm.<br /> 0 100 200 300 Hình chiếu của mặt bao phá hoại trên mặt phẳng  ~<br /> Lực hút dính, (ua - uw) (kPa)<br /> ( - ua) được thể hiện trên hình 7. Kết quả trên hình 7<br /> Hình 5. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và lực cho thấy cường độ chống cắt của mẫu tăng khi ứng suất<br /> hút dính của mẫu đầm nén Khe Cát tại ứng suất pháp thực tăng. Tại một ứng suất pháp thực xác định,<br /> pháp thực bằng 0 kPa cường độ chống cắt tăng khi lực hút dính tăng.<br /> <br /> <br /> KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 42 (9/2013) 97<br />  300 Kết quả thí nghiệm trên hình 8 thể hiện rõ đường<br /> ua - uw = 0 kPa<br /> bao cường độ chống cắt ứng với lực hút dính có tính<br /> (kPa)<br /> <br /> ua - uw = 20 kPa<br /> ua - uw = 50 kPa phi tuyến. Góc của đường bao cường độ chống cắt<br /> f<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 200 ua - uw = 100 kPa b = ' = 130 khi lực hút dính thấp ( 0 kPa). Khi giá<br /> Cường độ chống cắt,<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> ua - uw = 200 kPa<br /> trị lực hút dính vượt quá giá trị khí vào (20,08 kPa),<br /> góc b giảm nhanh đến giá trị 70 ứng với lực hút<br /> 100 dính bằng 200 kPa. Quy luật thay đổi góc b cũng<br /> giống như đã phân tích trên hình 5. Ta cũng thấy<br /> trên hình 8 cường độ chống cắt của mẫu đất thí<br /> 0 nghiệm tăng khi lực hút dính trong mẫu tăng. Tại<br /> 0 100 200 300 400<br /> ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, cường độ chống cắt<br /> Ứng suất pháp thực, ( - ua) (kPa)<br /> tăng từ giá trị 13,03 kPa ứng với lực hút dính bằng 0<br /> Hình 7. Quan hệ giữa cường độ chống cắt và ứng kPa đến giá trị 58,43 kPa ứng với lực hút dính bằng<br /> suất pháp thực của mẫu đầm nén Sông Sắt ứng với 200 kPa.<br /> các lực hút dính khác nhau 5. Kết luận<br /> Như thể hiện trên hình 7, với lực hút dính bằng 0 Cường độ chống cắt của đất không bão hòa là<br /> kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất là 13,03 kPa tại một trong các thông số quan trọng ảnh hưởng lớn<br /> ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, lớn nhất là 83,4 kPa đến tính ổn định mái đập đất. Cường độ chống cắt<br /> tại ứng suất pháp thực bằng 300 kPa. Với lực hút đất không bão hòa có thể được xác định trực tiếp<br /> dính bằng 200 kPa, cường độ chống cắt nhỏ nhất đạt bằng thí nghiệm cắt trực tiếp trong phòng thí<br /> 58,43 kPa tại ứng suất pháp thực bằng 0 kPa, lớn nghiệm. Với mục đích nghiên cứu xác định cường<br /> nhất đạt 146 kPa tại ứng suất pháp thực bằng 300 độ chống cắt của đất không bão hòa ứng với các lực<br /> kPa. Các kết quả thí nghiệm trên cũng cho thấy các hút dính khác nhau tại Việt Nam, tác giả đã tiến<br /> đường bao phá hoại gần như nằm tịnh tiến hướng lên hành nghiên cứu lý thuyết, nghiên cứu thực nghiệm<br /> song song giống như kết quả thí nghiệm với mẫu trên các thiết bị tiên tiến như thiết bị buồng áp lực<br /> đầm nén Khe Cát. xác định đường cong đặc trưng đất-nước, thiết bị cắt<br /> Hình 8 trình bày giao tuyến của mặt bao phá hoại trực tiếp. Các mẫu đất được chuyển đến các lực hút<br /> Mohr-Coulomb mở rộng với mặt phẳng  ~ (ua – uw) dính khác nhau bằng thiết bị buồng áp lực trước khi<br /> tại ứng suất pháp thực bằng 0 kPa. tiến hành cắt trên máy cắt trực tiếp để xác định các<br /> 300 cường độ chống cắt tương ứng với các cấp lực hút<br /> dính. Kết quả nghiên cứu cho thấy tại trạng thái bão<br /> (kPa)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> hòa các mẫu đất thuộc mỏ vật liệu Khe Cát có góc<br /> f<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 200 ma sát trong ’ = 230 và lực dính đơn vị c’ = 34 kPa;<br /> Cường độ chống cắt,<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> các mẫu đất thuộc mỏ vật liệu Sông Sắt có góc ma<br /> sát trong ’ = 130 và lực dính đơn vị c’ = 14 kPa.<br /> Khi lực hút dính tăng, góc ma sát gần như không<br /> 100 ’ = 13o<br /> thay đổi nhưng lực dính của mẫu tăng lên. Góc b =<br /> ’ khi lực hút dính bằng không. Góc b bắt đầu giảm<br /> 0<br /> nhiều tại các giá trị lực hút dính lớn hơn 40 kPa với<br /> 0 100 200 300 mẫu Khe Cát hay 20 kPa với mẫu Sông Sắt. Cường<br /> Lực hút dính, (ua - uw) (kPa)<br /> độ chống cắt trong mẫu tăng khi lực hút dính tăng<br /> làm tăng hệ số an toàn ổn định của đập đất. Điều này<br /> Hình 8. Quan hệ giữa ứng suất cắt và lực hút dính khá phù hợp với kết quả thí nghiệm của các loại đất<br /> của mẫu đầm nén Sông Sắt tại ứng suất pháp thực trên thế giới.<br /> bằng 0 kPa<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 98 KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 42 (9/2013)<br /> TÀI LIỆU THAM KHẢO<br /> 1. FREDLUND, D.G., RAHARDJO, H. (1998), "Cơ học đất cho đất không bão hoà" (bản dịch), tập 1+2.<br /> NXB Giáo dục.<br /> 2. TCVN 4195-1995  4202-1995 (1995), Tiêu chuẩn Việt Nam: "Đất xây dựng", Bộ Xây dựng. NXB Xây<br /> dựng. Hà nội.<br /> 3. ASTM D6836-02 (2002), "Standard Test Method for Determination of the Soil Water Characteristic<br /> Curve for Desorption Using Hanging Column, Pressure Extractor, Chilled Mirror Hygrometer, and/or<br /> Centrifuge”, Annual Book of ASTM Standards, Volume 04.09.<br /> 4. BS 1377:Part8 (1990), “British Standard Methods of test for Soils for civil engineering purposes, Part 8 :<br /> Shear strength tests (effective stress)”.<br /> 5. Fredlund, D.G., and Morgenstern, N.R. (1977), “Stress state variables for unsaturated soils”, Journal of<br /> the Geotechnical Engineering Division, Proceedings, American Society of Civil Engineering (GT5),103:<br /> 447–466.<br /> 6. Fredlund, D.G., Morgenstern, N.R., and Widger, R.A. (1978), „The shear strength of unsaturated soils”,<br /> Canadian Geotechnical Journal, 15(3): 313–321.<br /> 7. Head, K.H. (1986), “Manual of Soil Laboratory Testing”, John Wiley and Sons, Inc., Vol. 3, pp. 942-<br /> 945.<br /> <br /> Summary<br /> DETERMINING SHEAR STRENGTH OF AN UNSATURATED SOIL<br /> BY THE DIRECT SHEAR TESTS<br /> <br /> Shear strength of an unsaturated soil has a huge effect on the stability of a soil structure. When the soils<br /> became more unsaturated with more increased in matric suction, the shear strength of the soils increase<br /> which make the stability factor increasing. The research in determining the shear strength of the unsaturated<br /> soils has an important and necessary mean. This paper represents the method of determining shear strength<br /> of some unsaturated soils in VietNam by the direct shear tests. The results show that the matric suction<br /> increases when the soil changes from saturated state to unsaturated one, angle of internal friction, ’, of the<br /> soil is nearly constant but the cohesion of the soil increases. The angel b is equal to ’ if matric suction is<br /> zero, then the angel b decreases. The shear strength of the soils increase which make the factor of safety of<br /> the earth dam increasing.<br /> Keywords: Shear strength, unsaturated soil, direct shear tests, matric suction, SWCC.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Người phản biện: TS. Hoàng Việt Hùng BBT nhận bài: 28/8/2013<br /> Phản biện xong: 19/9/2013<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 42 (9/2013) 99<br />